CN104901524A - 一种模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，属于电力电子技术和电力输配电领域。本发明方法为解决模块化多电平变流器结构的柔性直流输配电系统(MMC-based HVDC)采用架空线方式时存在的直流双极短路故障问题，针对采用单极性子模块的模块化多电平变流器，使在模块化多电平变流器在检测到直流双极短路故障后，将直流短路电流限制在较小的水平，同时为交流电网提供动态无功支撑，并有效保存和平衡变流器内部电容的能量，从而有助于故障清除后变流器迅速地重启动。与已有的基于全桥子模块型模块化多电平变流器的方案相比，本发明方法基于增强型子模块及其混合式拓扑，因而成本更低，经济性更好。

Description

一种模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法

技术领域

本发明涉及一种模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，属于电力电子技术和电力输配电领域。

背景技术

与传统的高压直流输电技术相比，柔性高压直流输电技术采用全控半导体开关器件实现对变流器的控制，因而具有控制灵活、无功可自由补偿及不依赖交流系统实现换相等优点，在近年来得到了广泛的研究和应用。尤其是基于模块化多电平变流器结构的柔性高压直流输电系统，以其高度模块化的结构、显著降低的开关频率和损耗、省去了笨重的多重化变压器、较小的交流和直流侧的滤波器体量等优点，成为柔性高压直流输电的主流结构，在国内外已经有多处工程投运或正在建设。

考虑到高压直流断路器的工艺技术远未成熟，而传统基于半桥结构子模块的模块化多电平变流器由于开关器件内部反并联二极管的存在，当直流侧双极性短路故障发生后，即便将所有全控半导体开关器件闭锁，交流电源会经反并联二极管与直流故障点形成三相短路回路，同时子模块电容迅速放电，从而造成装置直流短路电流严重过流，形成器件损坏。而利用断开交流断路器来配合清除直流电流，故障电流清零较慢，且不利于保存电容能量并进行重启动。因此，解决直流短路故障问题是柔性高压直流输电的关键技术。

由于上述原因，现有的基于模块化多电平变流器的柔性高压直流输电工程多采用直流故障发生概率较小的直流电缆，但线路造价较高；而如果采用架空线，虽可大幅节省线路成本，但却容易出现闪络等直流短路故障问题。此外已有文献分析，当换流站发生直流双极性短路故障时，换流站不但应具备直流短路电流的闭锁能力，使故障电流能够快速清零；同时还应能够为所连接的交流电网提供一定的无功支撑，以实现直流故障的穿越。(G.Tang,Z.Xu,and Y.Zhou,"Impacts of Three MMC-HVDC Configurations on AC System StabilityUnder DC Line Faults,"IEEE Trans.Power Systems,vol.29,no.6,pp.3030-3040,Nov.2014.)

为解决上述问题，已有文献报道了多种技术方案。文献(X.Li,Q.Song,W.Liu,H.Rao,S.Xu,and L.Li,“Protection of nonpermanent faults on DC overhead lines in MMC-BasedHVDC systems,”IEEE Trans.Power Del.,vol.28,no.1,pp.483–490,Jan.2013.)通过在子模块中增加双向晶闸管，可以实现短路电流清零，但该方法电流清零速度较慢，子模块增加的成本和体积较大，且无法实现直流故障穿越。文献(R.Marquardt,“Modular multilevelconverter:An universal concept for HVDC-networks and extended dc-bus-applications,”in Proc.Int.Power Electron.Conf.,2010,pp.502–507.)和(J.Qin,M.Saeedifard,A.Rockhill,and R.Zhou,"Hybrid Design of Modular Multilevel Converters for HVDC Systems Based on VariousSubmodule Circuits,"IEEE Trans.Power Del.,to be published.)提出的采用新型子模块结构，如全桥子模块、单极性子模块(包括箝位双子模块和箝位单子模块)来限制短路故障电流的方案更具有可行性。其中，采用全桥子模块结构的MMC需要额外增加一倍的开关器件，装置成本增加显著，但在直流短路故障发生后，不但可以闭锁直流故障，而且可以运行为静止同步补偿装置(以下简称为STATCOM)，为交流电网提供无功支撑。相比于采用全桥子模块结构的MMC，采用单极性子模块(包括箝位双子模块和箝位单子模块)结构的MMC增加的器件数目较少，成本相对较低，具有更好的经济性，且具有闭锁直流故障的能力。但目前尚无文献报道采用单极性子模块的模块化多电平变流器在直流故障后运行为STATCOM，从而为电网提供无功支撑，实现直流双极短路故障穿越的运行控制方法。

发明内容

本发明的目的是提出一种模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，以解决模块化多电平变流器结构的柔性直流输配电系统(MMC-based HVDC)采用架空线方式时存在的直流双极短路故障问题，在直流短路故障期间抑制直流侧短路电流并为交流电网提供动态无功支撑的运行控制，即实现其直流故障穿越。

本发明提出的模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，包括如下步骤：

(1)设定模块化多电平变流器的故障电流动作阈值I_set，实时测量模块化多电平变流器的直流母线电流瞬时值I_dc，并将绝对值|I_dc|与阈值I_set比较，若满足|I_dc|>I_set，则判定直流母线发生双极短路故障，并将模块化多电平变流器切换至故障穿越运行模式；

(2)在故障穿越运行模式下，实时测量t时刻模块化多电平变流器交流电网侧的三相电流瞬时值i_x(t)(以从模块化多电平变流器流入电网的方向为正方向)和三相电压瞬时值u_x(t)，其中x＝a,b,c分别代表三相，对三相电压瞬时值u_x(t)进行锁相处理，得到t时刻交流电网的电压相角θ；

实时测量t时刻模块化多电平变流器注入交流电网交换的无功功率Q(t)，实时测量模块化多电平变流器x相的上桥臂第i个子模块电容的电压u_cxpi(t)和下桥臂第i个子模块电容的电压u_cxni(t)，其中i＝1,2,…,N，N为模块化多电平变流器一个桥臂中所有子模块所包含的电容的个数，实时测量模块化多电平变流器的正、负极直流母线间的电压u_dc(t)；

(3)根据下式，计算模块化多电平变流器的q轴电流参考值i_qr(t)：

$i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)=k_{p1}[Q_r\left(t\right)-Q\left(t\right)]+\frac{k_{p1}}{T_{i1}}{\∫}_0^t[Q_r\left(\mathrm{\τ}\right)-Q\left(\mathrm{\τ}\right)]\mathrm{d\τ}$

其中，k_p1和T_i1分别为模块化多电平变流器无功比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p1的取值范围为0<k_p1≤1000，T_i1的取值范围为0<T_i1≤100，Q_r(t)为根据交流电网的无功补偿需要设定的模块化多电平变流器无功功率参考值；

(4)根据上述测量值，利用下式计算模块化多电平变流器中所有电容的平均电压u_E(t)：

$u_E\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{6N}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)+\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

根据下式，计算模块化多电平变流器的d轴电流参考值i_dr(t)：

$i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)=k_{p2}[U_c-u_E\left(t\right)]+\frac{k_{p2}}{T_{i2}}{\&Integral;}_0^t[U_c-u_E\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p2和T_i2分别为模块化多电平变流器中电容平均电压比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p2的取值范围为0<k_p2≤1000，T_i2的取值范围为0<T_i2≤100；

(5)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的交流电网侧abc三相电流参考值i_xr(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ar}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ i_{\mathrm{br}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ i_{\mathrm{cr}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

其中，θ为t时刻交流电网的电压相角；

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电流实际值i_d(t)和q轴电流实际值i_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ i_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.$

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电压实际值u_d(t)和q轴电压实际值u_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ u_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.;$

(6)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的d轴调制电压参考值u_d*r(t)和q轴调制电压参考值u_q*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{d*r}\left(t\right)=u_d\left(t\right)-\mathrm{\&omega;}{L}_0{i}_q\left(t\right)+k_{p3}[i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)-i_d\left(t\right)]+\frac{k_{p3}}{T_{i3}}{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{dr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_d\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\\ u_{q*r}\left(t\right)=u_q\left(t\right)+\mathrm{\&omega;}{L}_0{i}_d\left(t\right)+k_{p4}[i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)-i_q\left(t\right)]+\frac{k_{p4}}{T_{i4}}{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{qr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\end{array}\right.$

其中，ω＝2πf，f为交流电网的频率，L₀为模块化多电平变流器桥臂电抗的电感值，k_p3和T_i3分别为模块化多电平变流器的d轴电流比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p3的取值范围为0<k_p3≤1000，T_i3的取值范围为0<T_i3≤100，k_p4和T_i4分别为模块化多电平变流器的q轴电流比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p4的取值范围为0<k_p4≤1000，T_i4的取值范围为0<T_i4≤100；

(7)根据上述计算结果，利用下式判断模块化多电平变流器六个桥臂的工作状态：

$S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{c}1,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 0,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.,S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{c}0,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 1,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.$

其中，S_xp(t)为x相上桥臂的工作状态，S_xn(t)为x相下桥臂的工作状态，桥臂工作状态为1表示相应桥臂处于导通状态，桥臂工作状态为0表示相应桥臂处于闭锁状态；

(8)根据下式计算模块化多电平变流器的上桥臂电容总体平均电压u_Ep(t)：

$u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{N\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xp}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)]}$

其中，为模块化多电平变流器的x相上桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量，T＝1/f，f为交流电网的频率；

根据下式计算模块化多电平变流器的下桥臂所有电容平均电压u_En(t)：

$u_{\mathrm{En}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{N\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xn}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

其中，模块化多电平变流器的x相下桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量，T＝1/f，f为交流电网的频率；

根据下式计算模块化多电平变流器的共模电压参考值u_comr(t)：

$u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)=k_{p5}[u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)-u_{\mathrm{En}}\left(t\right)]+\frac{k_{p5}}{T_{i5}}{\&Integral;}_0^t[u_{\mathrm{Ep}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-u_{\mathrm{En}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p5和T_i5分别为模块化多电平变流器的上、下桥臂电容平均电压比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p5的取值范围为0<k_p5≤1000，T_i5的取值范围为0<T_i5≤100；

(9)根据下式计算模块化多电平变流器的三相调制电压参考值u_x*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{a*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_{q*r}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ u_{b*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ u_{c*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

对于模块化多电平变流器的x相(x＝a,b,c)，当x相上桥臂处于导通状态，下桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相上桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xpr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}-u_{x*r}\left(t\right)+u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)$

当x相下桥臂处于导通状态，上桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相下桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xnr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}+u_{x*r}\left(t\right)-u_{\mathrm{comr}}\left(t\right);$

(10)根据上述步骤(7)对桥臂工作状态的判断结果和步骤(9)计算的桥臂参考电压，确定各子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态，实现模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越。

上述直流双极短路故障穿越方法中，当模块化多电平变流器中的子模块采用箝位双子模块时，各箝位双子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态的确定方法如下：

(2-1)根据步骤(7)对模块化多电平变流器中的桥臂工作状态的判断结果，对相应桥臂中的箝位双子模块的工作状态进行判断：

若桥臂处于闭锁状态，则相应桥臂中的箝位双子模块处于闭锁状态，

若桥臂处于导通状态，则根据步骤(9)计算的桥臂参考电压，通过调制和电容均压方法，确定相应桥臂中每个箝位子模块的工作状态，包括正投入状态、负投入状态以及旁路状态；

(2-2)根据步骤(2-1)确定的箝位双子模块的工作状态，确定箝位双子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若箝位双子模块处于正投入状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件导通，第二全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件关断；

若箝位双子模块处于旁路状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件导通，第二全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件关断；或使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件关断，第二全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件导通；

若箝位双子模块处于负投入状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第二全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件导通，第一全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件关断。

若箝位双子模块处于闭锁状态，则使箝位双子模块内部所有全控半导体开关器件均关断。

上述直流双极短路故障穿越方法中，当模块化多电平变流器中的子模块采用箝位单子模块和半桥子模块混合串联时，各子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态的确定方法如下：

(3-1)根据步骤(7)对模块化多电平变流器中的桥臂工作状态的判断结果，对相应桥臂中的箝位单子模块和半桥子模块的工作状态进行判断：

若桥臂处于闭锁状态，则相应桥臂中的箝位单子模块和半桥子模块处于闭锁状态，

若桥臂处于导通状态，则相应桥臂中的半桥子模块处于旁路状态，并根据步骤(9)计算的桥臂参考电压，通过调制和电容均压方法，确定相应桥臂的箝位单子模块的工作状态，包括正投入状态、负投入状态以及旁路状态；

(3-2)根据步骤(3-1)确定的半桥子模块的工作状态，确定半桥子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若半桥子模块处于旁路状态，则使半桥子模块的第五全控半导体开关器件关断，第六全控半导体开关器件导通。

若半桥子模块处于闭锁状态，则使半桥子模块的全部全控半导体开关器件关断。

(3-3)根据步骤(3-1)确定的箝位单子模块的工作状态，确定箝位单子模块中全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若箝位单子模块处于正投入状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件导通，同时第七全控半导体开关器件导通，第八全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于旁路状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件关断，同时第七全控半导体开关器件导通，第八全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于负投入状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件关断，同时第八全控半导体开关器件导通，第七全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于闭锁状态，则使箝位单子模块的全部全控半导体开关器件关断。

本发明提出的模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，其优点在于：

本发明方法能够在模块化多电平变流器发生直流双极短路故障后，为所连接的交流电网提供必要的无功支撑，直流故障电流能够得到有效限制，模块化多电平变流器内部各电容能量能够得到有效保存并得到均衡，有助于故障清除后迅速实现重启动。与已有的采用全桥子模块的技术方案相比，本发明方法的成本更低，经济性更好。基于本发明方法，高压柔性直流输电可采用架空线作为输电线路，从而大幅度节省线路成本。

附图说明

图1是本发明提出的模块化多电平变流器结构的柔性直流输配电系统直流故障穿越方法所适用的模块化多电平变流器的电路结构图。

图2是本发明所适用的模块化多电平变流器中箝位双子模块的电路结构图。

图3是本发明所适用的模块化多电平变流器中箝位单子模块的电路结构图。

图4是本发明所适用的模块化多电平变流器中半桥子模块的电路结构图。

图5为采用本发明的一个实施例的控制方法整体框图。

图6为采用本发明的一个实施例中，模块化多电平变流器的直流故障电流、网侧电流、输出无功功率、A相上下桥臂电流、A相上下桥臂电压的波形图。

具体实施方式

本发明提出的模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，包括如下步骤：

(1)设定模块化多电平变流器的故障电流动作阈值I_set，实时测量模块化多电平变流器的直流母线电流瞬时值I_dc，并将绝对值|I_dc|与阈值I_set比较，若满足|I_dc|>I_set，则判定直流母线发生双极短路故障，并将模块化多电平变流器切换至故障穿越运行模式；

(2)在故障穿越运行模式下，实时测量t时刻模块化多电平变流器交流电网侧的三相电流瞬时值i_x(t)(以从模块化多电平变流器流入电网的方向为正方向)和三相电压瞬时值u_x(t)，其中x＝a,b,c分别代表三相，对三相电压瞬时值u_x(t)进行锁相处理，得到t时刻交流电网的电压相角θ；

实时测量t时刻模块化多电平变流器注入交流电网交换的无功功率Q(t)，实时测量模块化多电平变流器x相的上桥臂第i个子模块电容的电压u_cxpi(t)和下桥臂第i个子模块电容的电压u_cxni(t)，其中i＝1,2,…,N，N为不考虑冗余的情况下，模块化多电平变流器一个桥臂中所有子模块所包含的电容的个数，实时测量模块化多电平变流器的正、负极直流母线间的电压u_dc(t)；

(3)根据下式，计算模块化多电平变流器的q轴电流参考值i_qr(t)：

$i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)=k_{p1}[Q_r\left(t\right)-Q\left(t\right)]+\frac{k_{p1}}{T_{i1}}{\&Integral;}_0^t[Q_r\left(\mathrm{\&tau;}\right)-Q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p1和T_i1分别为模块化多电平变流器无功比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p1的取值范围为0<k_p1≤1000，T_i1的取值范围为0<T_i1≤100，Q_r(t)为根据交流电网的无功补偿需要设定的模块化多电平变流器无功功率参考值；

(4)根据上述测量值，利用下式计算模块化多电平变流器中所有增强型子模块所包含的电容的平均电压u_E(t)：

$u_E\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{6N}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)+\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

根据下式，计算模块化多电平变流器的d轴电流参考值i_dr(t)：

$i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)=k_{p2}[U_c-u_E\left(t\right)]+\frac{k_{p2}}{T_{i2}}{\&Integral;}_0^t[U_c-u_E\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p2和T_i2分别为模块化多电平变流器中所有增强型子模块所包含的电容的平均电压比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p2的取值范围为0<k_p2≤1000，T_i2的取值范围为0<T_i2≤100；

(5)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的交流电网侧abc三相电流参考值i_xr(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ar}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ i_{\mathrm{br}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ i_{\mathrm{cr}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

其中，θ为t时刻交流电网的电压相角；

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电流实际值i_d(t)和q轴电流实际值i_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ i_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.$

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电压实际值u_d(t)和q轴电压实际值u_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ u_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.;$

(6)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的d轴调制电压参考值u_d*r(t)和q轴调制电压参考值u_q*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{d*r}\left(t\right)=u_d\left(t\right)-\mathrm{\&omega;}{L}_0{i}_q\left(t\right)+k_{p3}[i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)-i_d\left(t\right)]+\frac{k_{p3}}{T_{i3}}{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{dr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_d\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\\ u_{q*r}\left(t\right)=u_q\left(t\right)+\mathrm{\&omega;}{L}_0{i}_d\left(t\right)+k_{p4}[i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)-i_q\left(t\right)]+\frac{k_{p4}}{T_{i4}}{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{qr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\end{array}\right.$

其中，ω＝2πf，f为交流电网的频率，L₀为模块化多电平变流器桥臂电抗的电感值，k_p3和T_i3分别为模块化多电平变流器的d轴电流比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p3的取值范围为0<k_p3≤1000，T_i3的取值范围为0<T_i3≤100，k_p4和T_i4分别为模块化多电平变流器的q轴电流比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p4的取值范围为0<k_p4≤1000，T_i4的取值范围为0<T_i4≤100；

(7)根据上述计算结果，利用下式判断模块化多电平变流器六个桥臂的工作状态：

$S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{c}1,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 0,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.,S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{c}0,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 1,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.$

其中，S_xp(t)为x相上桥臂的工作状态，S_xn(t)为x相下桥臂的工作状态，桥臂工作状态为1表示相应桥臂处于导通状态，桥臂工作状态为0表示相应桥臂处于闭锁状态；

(8)根据下式计算模块化多电平变流器的上桥臂电容总体平均电压u_Ep(t)：

$u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{N\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xp}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)]}$

其中，为模块化多电平变流器的x相上桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量，T＝1/f，f为交流电网的频率；

根据下式计算模块化多电平变流器的下桥臂所有电容平均电压u_En(t)：

$u_{\mathrm{En}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{N\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xn}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

其中，模块化多电平变流器的x相下桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量，T＝1/f，f为交流电网的频率；

根据下式计算模块化多电平变流器的共模电压参考值u_comr(t)：

$u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)=k_{p5}[u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)-u_{\mathrm{En}}\left(t\right)]+\frac{k_{p5}}{T_{i5}}{\&Integral;}_0^t[u_{\mathrm{Ep}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-u_{\mathrm{En}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p5和T_i5分别为模块化多电平变流器的上、下桥臂电容平均电压比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p5的取值范围为0<k_p5≤1000，T_i5的取值范围为0<T_i5≤100；

(9)根据下式计算模块化多电平变流器的三相调制电压参考值u_x*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{a*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_{q*r}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ u_{b*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ u_{c*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

对于模块化多电平变流器的x相(x＝a,b,c)，当x相上桥臂处于导通状态，下桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相上桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xpr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}-u_{x*r}\left(t\right)+u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)$

当x相下桥臂处于导通状态，上桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相下桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xnr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}+u_{x*r}\left(t\right)-u_{\mathrm{comr}}\left(t\right);$

(10)根据上述步骤(7)对桥臂工作状态的判断结果和步骤(9)计算的桥臂参考电压，确定各子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态，实现模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越。

上述直流双极短路故障穿越方法，当模块化多电平变流器中的子模块采用箝位双子模块时，箝位双子模块的电路图如附图2所示，各箝位双子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态的确定方法如下：

(2-1)根据步骤(7)对模块化多电平变流器中的桥臂工作状态的判断结果，对相应桥臂中的箝位双子模块的工作状态进行判断：

若桥臂处于闭锁状态，则相应桥臂中的箝位双子模块处于闭锁状态，

若桥臂处于导通状态，则根据步骤(9)计算的桥臂参考电压，通过调制和电容均压方法，确定相应桥臂的每个子模块的工作状态，包括正投入状态、负投入状态以及旁路状态；调制方法可以采用公知的最近电平逼近调制、载波移相调制、载波层叠调制、子模块统一调制等方法，均压方法可以采用针对全桥子模块的排序均压的算法。

(2-2)根据步骤(2-1)确定的箝位双子模块的工作状态，确定箝位双子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若箝位双子模块处于正投入状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件导通，第二全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件关断；

若箝位双子模块处于旁路状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件导通，第二全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件关断；或使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件关断，第二全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件导通；

若箝位双子模块处于负投入状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第二全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件导通，第一全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件关断。

若箝位双子模块处于闭锁状态，则使箝位双子模块内部所有全控半导体开关器件均关断。

上述直流双极短路故障穿越方法，当模块化多电平变流器中的子模块采用箝位单子模块和半桥子模块混合串联时，半桥子模块的电路图如附图3所示，箝位单子模块的电路图如附图4所示，各子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态的确定方法如下：

(3-1)根据步骤(7)对模块化多电平变流器中的桥臂工作状态的判断结果，对相应桥臂中的箝位单子模块和半桥子模块的工作状态进行判断：

若桥臂处于闭锁状态，则相应桥臂中的箝位单子模块和半桥子模块处于闭锁状态，

若桥臂处于导通状态，则相应桥臂中的半桥子模块处于旁路状态，并根据步骤(9)计算的桥臂参考电压，通过调制和电容均压方法，确定相应桥臂的箝位单子模块的工作状态，包括正投入状态、负投入状态以及旁路状态；调制方法可以采用公知的最近电平逼近调制、载波移相调制、载波层叠调制、子模块统一调制等方法，均压方法可以采用针对全桥子模块的排序均压的算法；

(3-2)根据步骤(3-1)确定的半桥子模块的工作状态，确定半桥子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若半桥子模块处于旁路状态，则使半桥子模块的第五全控半导体开关器件关断，第六全控半导体开关器件导通。

若半桥子模块处于闭锁状态，则使半桥子模块的全部全控半导体开关器件关断。

(3-3)根据步骤(3-1)确定的箝位单子模块的工作状态，确定箝位单子模块中全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若箝位单子模块处于正投入状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件导通，同时第七全控半导体开关器件导通，第八全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于旁路状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件关断，同时第七全控半导体开关器件导通，第八全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于负投入状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件关断，同时第八全控半导体开关器件导通，第七全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于闭锁状态，则使箝位单子模块的全部全控半导体开关器件关断。

本发明的故障穿越方法中，所涉及的模块化多电平变流器结构如附图1所示，包括3相共6桥臂，每个桥臂均采用N个箝位双子模块级联或由L个箝位单子模块与M个半桥子模块混合级联构成(在不考虑冗余子模块的情况下，N＝U_dc/(2U_c),U_lm/(2U_c)≤L≤U_dc/U_c，M＝U_dc/U_c-L，其中U_dc为模块化多电平变流器额定直流电压，U_c为子模块电容额定电压，U_lm为交流系统额定线电压峰值)。本发明的直流故障穿越方法，是指在判定柔性直流输电系统发生直流双极短路故障，并根据交流系统无功控制目标计算模块化多电平变流器交流侧输出无功参考电流后(直流短路故障判定方法以及无功参考电流计算均属于公知内容，不属于本发明内容)，依据模块化多电平变流器每一相交流侧无功电流的方向判定并控制该相上、下两桥臂的工作模式，从而在交流侧电流过零点时刻实现上、下桥臂之间电流换流以及上、下桥臂工作模式转换。在直流双极短路故障期间，所述模块化多电平变流器每一相始终有且仅有一个桥臂工作于调制模式，而同相另一个桥臂则工作于闭锁模式；三相共计3个运行于调制模式的桥臂，与三相星形接法的静止同步补偿装置(STATCOM)等效，在直流双极短路故障期间为交流电网提供无功支撑。

为便于描述，规定各桥臂电流的正方向均为从直流母线正极流向负极，各相交流侧电流正方向为从模块化多电平变流器流向电网，各电流正方向如图1中箭头标示。

下面以箝位双子模块型三相模块化多电平整流器为例介绍本发明方法的一个实施例：

该实施例中9电平三相模块化多电平变流器的参数见下表。

(1)在本实施例中，在t＝0.5s前变流器正常工作，并向交流电网输出有功功率-8MW，无功功率6MVar。在t＝0.5s时直流侧发生双极性短路故障。设定直流母线故障电流阈值I_set为直流母线额定电流的2倍，即0.5kA。实时测量直流母线电流瞬时值I_dc，并将其绝对值|I_dc|与故障电流动作阈值I_set＝0.5kA比较，当满足|I_dc|>0.5kA时，判定直流母线发生双极短路故障，模块化多电平变流器切换至故障穿越运行模式。

(2)在故障穿越运行模式下，实时测量t时刻模块化多电平变流器交流电网侧的三相电流瞬时值i_x(t)(以从模块化多电平变流器流入电网的方向为正方向)和三相电压瞬时值u_x(t)，其中x＝a,b,c分别代表三相，对三相电压瞬时值u_x(t)进行锁相处理，得到t时刻交流电网的电压相角θ；

实时测量t时刻模块化多电平变流器注入交流电网交换的无功功率Q(t)，实时测量模块化多电平变流器x相的上桥臂第i个子模块电容的电压u_cxpi(t)和下桥臂第i个子模块电容的电压u_cxni(t)，其中i＝1,2,3,..,8，实时测量模块化多电平变流器的正、负极直流母线间的电压u_dc(t)；

(3)根据下式，计算模块化多电平变流器的q轴电流参考值i_qr(t)：

$i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)=0.01[Q_r\left(t\right)-Q\left(t\right)]+0.01{\&Integral;}_0^t[Q_r\left(\mathrm{\&tau;}\right)-Q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

(4)根据上述测量值，利用下式计算模块化多电平变流器中所有电容的平均电压u_E(t)：

$u_E\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{48}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[\underset{i=1}{\overset{8}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)+\underset{i=1}{\overset{8}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

根据下式，计算模块化多电平变流器的d轴电流参考值i_dr(t)：

$i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)=0.2[U_c-u_E\left(t\right)]+0.2{\&Integral;}_0^t[U_c-u_E\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

(5)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的交流电网侧abc三相电流参考值i_xr(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ar}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ i_{\mathrm{br}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ i_{\mathrm{cr}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

其中，θ为t时刻交流电网的电压相角；

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电流实际值i_d(t)和q轴电流实际值i_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ i_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.$

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电压实际值u_d(t)和q轴电压实际值u_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ u_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.;$

(6)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的d轴调制电压参考值u_d*r(t)和q轴调制电压参考值u_q*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{d*r}\left(t\right)=u_d\left(t\right)-100\mathrm{\&pi;}{L}_0{i}_q\left(t\right)+200[i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)-i_d\left(t\right)]+20000{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{dr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_d\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\\ u_{q*r}\left(t\right)=u_q\left(t\right)+{100\mathrm{\&pi;L}}_0{i}_d\left(t\right)+200[i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)-i_q\left(t\right)]+20000{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{qr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\end{array}\right.$

其中，L₀为模块化多电平变流器桥臂电抗的电感值。

(7)根据上述计算结果，利用下式判断模块化多电平变流器六个桥臂的工作状态：

$S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{c}1,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 0,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.,S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{c}0,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 1,i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.$

其中，S_xp(t)为x相上桥臂的工作状态，S_xn(t)为x相下桥臂的工作状态，桥臂工作状态为1表示相应桥臂处于导通状态，桥臂工作状态为0表示相应桥臂处于闭锁状态；

(8)根据下式计算模块化多电平变流器的上桥臂电容总体平均电压u_Ep(t)：

$u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{8\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xp}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{8}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)]}$

其中，为模块化多电平变流器的x相上桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量， ${\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxpi}}\left(i\right)=50\underset{t-T}{\overset{t}{\&Integral;}}{u}_{\mathrm{cxpi}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)\mathrm{d\&tau;};$

根据下式计算模块化多电平变流器的下桥臂所有电容平均电压u_En(t)：

$u_{\mathrm{En}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{8\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xn}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{8}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

其中，模块化多电平变流器的x相下桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量， ${\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxni}}\left(t\right)=50\underset{t-T}{\overset{t}{\&Integral;}}{u}_{\mathrm{cxni}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)\mathrm{d\&tau;};$

根据下式计算模块化多电平变流器的共模电压参考值u_comr(t)：

$u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)=40[u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)-u_{\mathrm{En}}\left(t\right)]+400{\&Integral;}_0^t[u_{\mathrm{Ep}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-u_{\mathrm{En}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

(9)根据下式计算模块化多电平变流器的三相调制电压参考值u_x*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{a*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_{q*r}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ u_{b*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ u_{c*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

对于模块化多电平变流器的x相(x＝a,b,c)，当x相上桥臂处于导通状态，下桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相上桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xpr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}-u_{x*r}\left(t\right)+u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)$

当x相下桥臂处于导通状态，上桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相下桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xnr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}+u_{x*r}\left(t\right)-u_{\mathrm{comr}}\left(t\right);$

(9)采用最近电平逼近法作为调制方法，以及排序法作为电容均压算法，根据桥臂的导通、闭锁状态和导通桥臂的参考电压确定每个子模块的投入状态；

(10)对于处于导通状态的各桥臂内部各箝位双子模块在正投入状态、负投入状态和旁路状态三种状态下各开关器件的导通状态如下，各开关器件的编号参见说明书附图2。

正投入状态：箝位双子模块的箝位开关器件闭锁，同时第一开关器件、第三开关器件导通，第二开关器件、第四开关器件闭锁。

负投入状态：箝位双子模块的箝位开关器件闭锁，同时第二开关器件、第四开关器件导通，第一开关器件、第三开关器件闭锁。

旁路状态：箝位双子模块的箝位开关器件闭锁，同时第一开关器件、第四开关器件导通，第二开关器件、第三开关器件闭锁；或箝位双子模块的箝位开关器件闭锁，同时第一开关器件、第四开关器件闭锁，第二开关器件、第三开关器件导通。

对于处于闭锁状态的各桥臂，其内部各箝位双子模块内的所有开关器件均闭锁。

本实施例中模块化多电平变流器的直流故障电流、网侧电流、输出无功功率、A相上下桥臂电流、A相上下桥臂电压波形图分别如图6(a)、图6(b)、图6(c)、图6(d)和图6(e)所示。从图6可见，在检测到直流母线发生双极短路故障后，由于采用了本发明所述的运行控制方法，模块化多电平变流器直流侧短路电流迅速减小并被限制在一个较低的水平；网侧电流是波形良好的正弦波，同时变流器能够为交流电网提供无功支撑，且无功功率有效跟踪无功参考值。

Claims (3)

1.一种模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越方法，其特征在于该方法包括如下步骤：

(1)设定模块化多电平变流器的故障电流动作阈值I_set，实时测量模块化多电平变流器的直流母线电流瞬时值I_dc，并将绝对值|I_dc|与阈值I_set比较，若满足|I_dc|>I_set，则判定直流母线发生双极短路故障，并将模块化多电平变流器切换至故障穿越运行模式；

(2)在故障穿越运行模式下，实时测量t时刻模块化多电平变流器交流电网侧的三相电流瞬时值i_x(t)(以从模块化多电平变流器流入电网的方向为正方向)和三相电压瞬时值u_x(t)，其中x＝a,b,c分别代表三相，对三相电压瞬时值u_x(t)进行锁相处理，得到t时刻交流电网的电压相角θ；

实时测量t时刻模块化多电平变流器注入交流电网的无功功率Q(t)，实时测量模块化多电平变流器x相的上桥臂第i个子模块电容的电压u_cxpi(t)和下桥臂第i个子模块电容的电压u_cxni(t)，其中i＝1,2,…,N，N为模块化多电平变流器一个桥臂中所有子模块所包含的电容的个数，实时测量模块化多电平变流器的正、负极直流母线间的电压u_dc(t)；

(3)根据下式，计算模块化多电平变流器的q轴电流参考值i_qr(t)：

$i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)=k_{p1}[Q_r\left(t\right)-Q\left(t\right)]+\frac{k_{p1}}{T_{i1}}{\&Integral;}_0^t[Q_r\left(\mathrm{\&tau;}\right)-Q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p1和T_i1分别为模块化多电平变流器无功功率比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p1的取值范围为0<k_p1≤1000，T_i1的取值范围为0<T_i1≤100，Q_r(t)为根据交流电网的无功补偿目标设定的模块化多电平变流器无功功率参考值；

(4)根据上述测量值，利用下式计算模块化多电平变流器中所有电容的平均电压u_E(t)：

$u_E\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{6N}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)+\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{u}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

根据下式，计算模块化多电平变流器的d轴电流参考值i_dr(t)：

$i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)=k_{p2}[U_c-u_E\left(t\right)]+\frac{k_{p2}}{T_{i2}}{\&Integral;}_0^t[U_c-u_E\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p2和T_i2分别为模块化多电平变流器电容平均电压比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p2的取值范围为0<k_p2≤1000，T_i2的取值范围为0<T_i2≤100；

(5)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的交流电网侧abc三相电流参考值i_xr(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ar}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ i_{\mathrm{br}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ i_{\mathrm{cr}}\left(t\right)=i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

其中，θ为t时刻交流电网的电压相角；

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电流实际值i_d(t)和q轴电流实际值i_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ i_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[i_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+i_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+i_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.$

根据下式计算t时刻模块化多电平变流器的d轴电压实际值u_d(t)和q轴电压实际值u_q(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_d\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\\ u_q\left(t\right)=\frac{2}{3}[u_a\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_b\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_c\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})]\end{array}\right.;$

(6)根据上述计算结果，利用下式计算模块化多电平变流器的d轴调制电压参考值u_d*r(t)和q轴调制电压参考值u_q*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{d*r}\left(t\right)=u_d\left(t\right)-\mathrm{\&omega;}{L}_0{i}_q\left(t\right)+k_{p3}[i_{\mathrm{dr}}\left(t\right)-i_d\left(t\right)]+\frac{k_{p3}}{T_{i3}}{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{dr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_d\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\\ u_{q*r}\left(t\right)=u_q\left(t\right)+\mathrm{\&omega;}{L}_0{i}_d\left(t\right)+k_{p4}[i_{\mathrm{qr}}\left(t\right)-i_q\left(t\right)]+\frac{k_{p4}}{T_{i4}}{\&Integral;}_0^t[i_{\mathrm{qr}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-i_q\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}\end{array}\right.$

其中，ω＝2πf，f为交流电网的频率，L₀为模块化多电平变流器桥臂电抗的电感值，k_p3和T_i3分别为模块化多电平变流器的d轴电流比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p3的取值范围为0<k_p3≤1000，T_i3的取值范围为0<T_i3≤100，k_p4和T_i4分别为模块化多电平变流器的q轴电流比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p4的取值范围为0<k_p4≤1000，T_i4的取值范围为0<T_i4≤100；

(7)根据上述计算结果，利用下式判断模块化多电平变流器六个桥臂的工作状态：

$S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{cc}1,& i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 0,& i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.,$ $S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)=\left\{\begin{array}{cc}1,& i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)<0\\ 0,& i_{\mathrm{xr}}\left(t\right)\&GreaterEqual;0\end{array}\right.$

其中，S_xp(t)为x相上桥臂的工作状态，S_xn(t)为x相下桥臂的工作状态，桥臂工作状态为1表示相应桥臂处于导通状态，桥臂工作状态为0表示相应桥臂处于闭锁状态；

(8)根据下式计算模块化多电平变流器的上桥臂电容总体平均电压u_Ep(t)：

$u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{N\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xp}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xp}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxpi}}^2\left(t\right)]}$

其中，为模块化多电平变流器的x相上桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量，T＝1/f，f为交流电网的频率；

根据下式计算模块化多电平变流器的下桥臂所有电容平均电压u_En(t)：

$u_{\mathrm{En}}\left(t\right)=\sqrt{\frac{1}{N\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}{S}_{\mathrm{xn}}\left(t\right)}\underset{x=a,b,c}{\mathrm{\&Sigma;}}[S_{\mathrm{xn}}\left(t\right)\&CenterDot;\underset{i=1}{\overset{N}{\mathrm{\&Sigma;}}}{\stackrel{\&OverBar;}{u}}_{\mathrm{cxni}}^2\left(t\right)]}$

其中，模块化多电平变流器的x相下桥臂第i个电容电压在t时刻之前一个周期内的直流分量，T＝1/f，f为交流电网的频率；

根据下式计算模块化多电平变流器的共模电压参考值u_comr(t)：

$u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)=k_{p5}[u_{\mathrm{Ep}}\left(t\right)-u_{\mathrm{En}}\left(t\right)]+\frac{k_{p5}}{T_{i5}}{\&Integral;}_0^t[u_{\mathrm{Ep}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)-u_{\mathrm{En}}\left(\mathrm{\&tau;}\right)]\mathrm{d\&tau;}$

其中，k_p5和T_i5分别为模块化多电平变流器的上下桥臂电容平均电压比例积分计算中的比例系数和积分时间常数，k_p5的取值范围为0<k_p5≤1000，T_i5的取值范围为0<T_i5≤100；

(9)根据下式计算模块化多电平变流器的三相调制电压参考值u_x*r(t)：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{a*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin \left(\mathrm{\&theta;}\right)+u_{q*r}\left(t\right)\cos \left(\mathrm{\&theta;}\right)\\ u_{b*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}-\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\\ u_{c*r}\left(t\right)=u_{d*r}\left(t\right)\sin (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})+u_{q*r}\left(t\right)\cos (\mathrm{\&theta;}+\frac{2}{3}\mathrm{\&pi;})\end{array}\right.$

对于模块化多电平变流器的x相(x＝a,b,c)，当x相上桥臂处于导通状态，下桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相上桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xpr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}-u_{x*r}\left(t\right)+u_{\mathrm{comr}}\left(t\right)$

当x相下桥臂处于导通状态，上桥臂处于闭锁状态时，根据上述测量值和计算结果，x相下桥臂参考电压由下式计算：

$u_{\mathrm{xnr}}\left(t\right)=\frac{u_{\mathrm{dc}}\left(t\right)}{2}+u_{x*r}\left(t\right)-u_{\mathrm{comr}}\left(t\right);$

(10)根据上述步骤(7)对桥臂工作状态的判断结果和步骤(9)计算的桥臂参考电压，确定各子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态，实现模块化多电平变流器的直流双极短路故障穿越。

2.如权利要求1所述的直流双极短路故障穿越方法，其特征在于，当模块化多电平变流器中的子模块采用箝位双子模块时，各箝位双子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态的确定方法如下：

(2-1)根据步骤(7)对模块化多电平变流器中的桥臂工作状态的判断结果，对相应桥臂中的箝位双子模块的工作状态进行判断：

若桥臂处于闭锁状态，则相应桥臂中的箝位双子模块处于闭锁状态，

若桥臂处于导通状态，则根据步骤(9)计算的桥臂参考电压，通过调制和电容均压方法，确定相应桥臂的每个子模块的工作状态，包括正投入状态、负投入状态以及旁路状态；

(2-2)根据步骤(2-1)确定的箝位双子模块的工作状态，确定箝位双子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若箝位双子模块处于正投入状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件导通，第二全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件关断；

若箝位双子模块处于旁路状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件导通，第二全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件关断；或使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第一全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件关断，第二全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件导通；

若箝位双子模块处于负投入状态，则使箝位双子模块的箝位全控半导体开关器件关断，同时第二全控半导体开关器件和第四全控半导体开关器件导通，第一全控半导体开关器件和第三全控半导体开关器件关断。

若箝位双子模块处于闭锁状态，则使箝位双子模块内部所有全控半导体开关器件均关断。

3.如权利要求1所述的直流双极短路故障穿越方法，其特征在于，当模块化多电平变流器中的子模块采用箝位单子模块和半桥子模块混合串联时，各子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态的确定方法如下：

(3-1)根据步骤(7)对模块化多电平变流器中的桥臂工作状态的判断结果，对相应桥臂中的箝位单子模块和半桥子模块的工作状态进行判断：

若桥臂处于闭锁状态，则相应桥臂中的箝位单子模块和半桥子模块处于闭锁状态，

若桥臂处于导通状态，则相应桥臂中的半桥子模块处于旁路状态，并根据步骤(9)计算的桥臂参考电压，通过调制和电容均压方法，确定相应桥臂的箝位单子模块的工作状态，包括正投入状态、负投入状态以及旁路状态；

(3-2)根据步骤(3-1)确定的半桥子模块的工作状态，确定半桥子模块内部全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若半桥子模块处于旁路状态，则使半桥子模块的第五全控半导体开关器件关断，第六全控半导体开关器件导通。

若半桥子模块处于闭锁状态，则使半桥子模块的全部全控半导体开关器件关断。

(3-3)根据步骤(3-1)确定的箝位单子模块的工作状态，确定箝位单子模块中全控半导体开关器件的开通或关断状态：

若箝位单子模块处于正投入状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件导通，同时第七全控半导体开关器件导通，第八全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于旁路状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件关断，同时第七全控半导体开关器件导通，第八全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于负投入状态，则使箝位单子模块的第二箝位全控半导体开关器件关断，同时第八全控半导体开关器件导通，第七全控半导体开关器件关断。

若箝位单子模块处于闭锁状态，则使箝位单子模块的全部全控半导体开关器件关断。